WWW.DISS.SELUK.RU

БЕСПЛАТНАЯ ЭЛЕКТРОННАЯ БИБЛИОТЕКА
(Авторефераты, диссертации, методички, учебные программы, монографии)

 

Pages:     | 1 |   ...   | 3 | 4 || 6 |

«ТЕПЛООБМЕНА ИНТЕНСИФИКАЦИЯ ТЕПЛООБМЕНА И.А. ПОПОВ ТЕПЛООБМЕН ГИДРОДИНАМИКА И ТЕПЛООБМЕН ВНЕШНИХ И ВНУТРЕННИХ СВОБОДНОКОНВЕКТИВНЫХ ТЕЧЕНИЙ ВЕРТИКАЛЬНЫХ ТЕЧЕНИЙ С ИНТЕНСИФИКАЦИЕЙ Под общей ...»

-- [ Страница 5 ] --

Электрическая схема нагрева трубы состоит из автотрансформатора (АОМН-40-220-75У4), позволяющего производить регулирование нагрева, трансформатора 11 (СУ 50/05-УХЛ4) и системы приборов контроля и измереГидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией ний мощности нагрева – трансформатора тока 18 (УТТ-6М1), амперметра 14 (Э 8003) и вольтметра 15 (Щ4313). Система измерений включает вольтметр 13 (Э 378) для контроля напряжения в схеме нагрева трубы, вольтметр 15 и амперметр 14 для определения мощности нагрева трубы, стеклянный спиртовой лабораторный термометр 16 (ТФ-3-М1) для измерения температуры окружающей среды, термометр цифровой 17 (М-838) с хромель-алюмелевой термопарой для измерения температуры с внешней стороны теплоизоляции, шесть хромелькопелевых термопар 3, установленных на поверхности трубы и служащих для измерения температуры по длине трубы, показания всех шести термопар выводятся через переключатель входов 4 на милливольтметр 6 (В7-21А), хромелькопелевой термопары, установленной на штоке координатного устройства и служащей для измерения профиля температуры воздушного потока на выходе из трубы, координатного устройства 2, позволяющего определить координаты замера температуры и скорости воздуха на выходе из трубы, датчика скорости 10 термоанемометра, термоанемометра 7 (Z1), вольтметра 8 (Щ4313) и осциллографа 9 (С1-68), которые позволяют определить скорость в любом поперечном сечении на выходе из трубы и проконтролировать режим течения воздуха, а также секундомера и системы подготовки дыма для определения средней скорости воздушного потока в вертикальной трубе и визуализации течения, реализующегося в трубе.

Рис.15.2. Внешний вид рабочего Гидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией Визуализация картины течения на выходе из трубы производилась с помощью дыма. Дым аккумулировался в сосуде дымогенератора и запускался в канал перпендикулярно оси канала с минимальным напором. На выходе из трубы картина течения фиксировалась с помощью цифровой фотокамеры Olimpus C-820L, позволяющей производить как одиночные снимки, так и скоростную фотосъемку (9 кадров в 1 секунду). Масштаб фотографий вычислялся по фоновому виду кронштейна известной ширины.

На установке исследовались как гладкие трубы, так и трубы, имеющие интенсификаторы теплообмена в виде дискретно установленных выступов и спирального завихрителя потока. Проведение опытов на гладкостенной трубе и при наличии интенсификаторов позволило исключить возможные систематические погрешности при определении уровня интенсификации теплообмена.

В экспериментах использовались кольцевые выступы различного вида: кольца из проволоки диаметром 2 мм (из углеродистой стали), точеные кольца Рис.15.5. Схема установки выступов и Гидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией Особенностью методики обработки экспериментальных данных было то, что средний коэффициент теплоотдачи от стенок вертикальной трубы к свободноконвективному потоку воздуха в ней определялся по соотношению:

где t w = t w i Fi / Fi – средняя температура стенки трубы, Fi = DL i – плоi =1 i = щадь поверхности трубы на длине Li, для которой справедливо значение температуры t w i ; Q = c p G ( t f t o ) = IU Q ut – тепловой поток от стенок вертикальной трубы к свободноконвективному потоку воздуха в ней, определяемый калориметрическим способом и контролируемый через параметры системы электронагрева (силу тока I и напряжение U) и потери тепла боковой стороны трубы Q ut, определяемые из предварительных тестовых опытов в зависимости от внешней температуры изоляции t is ; c p – удельная теплоемкость воздуха, рассчитанная по температуре воздуха t 0 на входе в канал; t f = t f i Fi / Fi – средняя температура воздуха на выходе из трубы; Fi = / 4 – площадь поперечного сечения трубы, по ширине которого d i d i 1 справедливо значение температуры t fi ; G = wF – расход воздуха через трубу; – плотность воздуха, определяемая по температуре воздуха t 0 ; F = D 2 / 4 – площадь поперечного сечения трубы; w = L / – средняя скорость потока в вертикальной трубе, определяемая время пролетным методом через время пребывания объема дыма в трубе и длину трубы L; Ft – площадь поверхности трубы; Ft = DL – для гладкой трубы; Ft = D(L nh ) + n (D 2h )h + 0,5 D 2 (D 2h )2 – для трубы с кольцевыми выступами.

Сравнение определения тепловых потоков Q от стенок вертикальной трубы к свободноконвективному потоку воздуха в ней (рис.15.6), определенных калориметрическим способом и через параметры системы электронагрева, показали хорошее совпадение полученных данных и подтвердили работоспособность установки и выбранной методики обработки экспериментальных данных.

Оценка ожидаемой максимальной относительной погрешности определения коэффициента теплоотдачи на описанной выше установке и по приведенной методике составила 13,1%.

Исследования свободноконвективных течения и теплоотдачи проводилось также на вертикальной пластине и в вертикальном плоском канале при отсутствии и наличии поверхностных интенсификаторов теплообмена [150].

Гидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией Рис. 15.6. Сравнение тепловых потоков, рассчи- вертикально расположентанных через электрические параметры и кало- ную асбестовую плиту = 0,3 мм). В ходе экспериментального исследования течения и теплообмена на вертикальной поверхности реализовывался омический нагрев пластины. Внешний вид рабочего участка №2 представлен на рис.15.8.





Рис.15.7. Принципиальная схема эксперимен- Рабочий участок тальной установки: 1 – рабочий участок; 2 – ко- №3 представляет собой ординатное устройство; 3 – термопары хромель – плоский канал, образокопелевые; 4 – переключатель входов; 5 – милли- ванный двумя вертикальвольтметр; 6 – трансформатор; 7 – трансформа- но расположенными астор напряжения лабораторный; 8 – амперметр; бестовыми плитами (шивольтметр; 10 – термометр лабораторный риной – 510 мм, длиной – спиртовой; 11 – трансформатор тока; 12 – холод- 1000 мм и толщиной – ный спай хромель – копелевой термопары мм), на внутренней стороне одной из которых, и толщиной = 0,3 мм). Высота канала B (расстояние между стенками) измеГидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией нялась от 15 мм до 60 мм с шагом 15 мм. В ходе экспериментального исследования течения и теплообмена в вертикальном плоском канале реализовывался омический односторонний нагрев пластины. Внешний вид рабочего участка № представлен на рис.15.9.

На поверхности пластины (в канале) установлены 32 хромель-копелевые термопары для измерения температуры поверхности пластины и в канале в ходе эксперимента. Схема установки термопар показана на рис.15.10. На фиксированном расстоянии от вертикальной поверхности пластины находится координатное устройство 2. На штоке координатного устройства находится датчик температуры в виде хромель-копелевой термопары для измерения профиля температуры воздушного потока при обтекании вертикальной поверхности пластины.

Электрическая схема нагрева пластины (канала) состоит из автотрансформатора 7 (АОМН-40-220-75У4), позволяющего производить регулирование нагрева, трансформатора 6 (СУ 50/05-УХЛ4) и системы приборов контроля и измерений мощности нагрева – трансформатора тока 11 (УТТ-5), амперметра (Ц 4352) и вольтметра 9 (Ц4315).

Система измерений включает вольтметр 9 и амперметр 8 для определения мощности нагрева вертикальной поверхности пластины (канала); стеклянный спиртовой лабораторный термометр 10 (ТФ-3-М1) для измерения температуры окружающей среды; 32 хромель-копелевых термопары 3, установленных на вертикальной поверхности пластины (в канале) и служащих для измерения температуры по высоте (длине) пластины (канала), а также по ширине пластины (канала), показания всех 32 термопар выводятся через переключатель входов 4 на милливольтметр 5 (В7-21А); хромель-копелевую термопару, установГидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией Рис.15.10. Схема установки термопар имеющей интенсификаторы теплообмена в виде дискретно установленных выступов, которые фиксировались на вертикальной поверхности с помощью прижимных текстолитовых стержней прямоугольного сечения, которые располагались по периметру пластины.

Исследования также выполнялись как в гладкостенном плоском вертикальном канале при одностороннем нагреве, так и в канале, имеющем интенсификаторы теплообмена в виде дискретно установленных выступов, которые фиксировались внутри вертикальной поверхности канала с одной его стороны с помощью прижимных текстолитовых стержней.

В качестве выступов использовались дюралюминиевые и текстолитовые стержни прямоугольного сечения шириной a = 5,1 мм и высотой H = 4,1 мм.

Выступы устанавливались со следующими шагами T =8; 12; 20; 41; 83; 166; Гидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией выступов а – на исследуемой циенты теплоотдачи от нагреваемой пластивертикальной поверхности ны к воздушному потоку; Fi – площадь теппластины; б – в исследуемый лообмена, на поверхности которой принимавертикальный плоский канал ется температура поверхности twi потока; Ft – площадь теплообмена: для гладкой нагреваемой пластины Ft = bL ;

для нагреваемой пластины, снабженной теплопроводными интенсификаторами теплообмена Ft = (bL + 2bHn ) ; Q – тепловой поток, определяемый через электрические параметры с поправками на потери тепла через основание и токоподводы; t 0 – температура воздуха в помещении; b - ширина нагреваемой пластины; L – длина нагреваемой пластины; H – высота выступов; T – шаг размещения выступов; n – количество выступов.

Особенностями обработки экспериментальных данных при исследовании течения и теплоотдачи в плоском канале с односторонним нагревом являлся контроль теплового потока калориметрическим способом:

где c p – удельная теплоемкость воздуха, рассчитанная по температуре t 0 ;

G = wF – средний расход воздуха, проходящего через вертикальный плоский канал,; t f = t f t o – средний температурный напор между температурами возГидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией духа на выходе и на входе в вертикальный плоский канал; t f = t f i Fi / Fi – средняя температура воздуха на выходе из канала; Fi – площадь поперечного сечения канала, по ширине которого справедливо значение температуры t fi ;

– плотность воздуха, определяемая по температуре воздуха t 0 ; F = bB – площадь поперечного сечения канала; B – высота канала (расстояние между стенками); w = L / – средняя скорость потока в вертикальной трубе, определяемая время пролетным методом через время пребывания объема дыма в трубе и длину трубы L.

В экспериментах в канале определялись только средние коэффициенты теплоотдачи от поверхности нагреваемой пластины в вертикальном плоском канале к воздушному потоку:

Рис. 15.12. Схема экспериментального стенда: коллективом НИИ «Энеррасходомер; 2 – насос; 3 – манометр; 4,5,9 – гоэффективные техноловентиль; 6,8 – термометр; 7 – радиатор; 10 – гии» КГТУ им. А.Н. Тупобойлер; 11 – бак; 12 – система подачи воды лева под руководством В.М.

создан следующий экспериментальный стенд (рис.15.12 и 15.13).

Гидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией Рис.15.13. Внешний вид экспериментального стенда: 1 – рама; 2 – испытуемый образец оборудования (радиатор); 3 – насос; 4 – расходомер; 5 – бойлер;

6 – бак для воды; 7 – манометр; 8 – стенка; 9 – ртутные термометры Стенд состоит (рис.15.13) из рабочего участка, электрической схемы нагрева и системы измерений. На металлической раме 1 (ширина – 400 мм, длина – 800 мм, общая высота стенда – 600 мм) установлен бак 6, стенка 8, бойлер 5 с системой трубопроводов. Температура теплоносителя замеряется непосредственно на входе и выходе из испытуемого образца (радиатора). Бак 6 заполняется водой, являющейся теплоносителем в данном стенде, система ее циркуляции замкнутая: центробежный насос 3 последовательно прогоняет теплоноситель через испытуемый образец (радиатор), электрический бойлер 5 мощностью 4 кВт и возвращает обратно в накопительный бак. Система измерений стенда состоит из расходомера горячей воды фирмы ABB Kent (номинальный расход 1,5 м3/час); двух лабораторных ртутных термометров со шкалой 66-86°С ГОСТ 215-73 (цена деления 0,1°С); манометра МТП-160А (диапазон измерения 6 кг/см2, класс точности 1,5); спиртового термометра.

На основе полученных экспериментальных данных на данном стенде определяется тепловая мощность теплообменных устройств (радиаторов):

где cp – теплоемкость воды; Q – тепловой поток; G – массовый расход воды;

tвх – температура воды на входе; tвых – температура воды на выходе.

Оценка ожидаемой относительной погрешности определения теплового потока на описанной установке составила не более 2% при доверительной вероятности 0,95.

Гидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией Глава 16. Физическое моделирование теплообмена и гидродинамики внутренних и внешних свободноконвективных течений.

Исследования теплообмена и течения проводились при длине гладкого вертикального цилиндрического канала (трубы) L = 400...1630 мм, внутреннем диаметре D = 41,3 мм и соотношении L / D = 9,68...39,47. В экспериментах реализовался нагрев при постоянном тепловом потоке от стенок q w = const, причем тепловой поток изменялся в диапазоне q w = 4...1800 Вт/м2.

Определяющие параметры в экспериментах изменялись в следующем диапазоне: модифицированное число Рэлея Ra # = 6102–6104, рассчитанное число Рэлея Ra* = 2103–2106, подсчитанное через q w ( Ra * = GrD Pr = g cpqD ); модифицированное число Рейнольдса Re # = температурный напор t w t o = 2–150°С.

В обобщениях целесообразнее использовать Ra *, чем Ra #, так как в опытах поддерживался q w = const [58,59,126,131], однако в работах [17, 53,68, 151] при q w = const авторы использовали Ra #, несмотря на изменение t w по поверхности теплообмена.

На рис.16.1 представлено для разных длин канала распределение температур стенки, полученное в опытах на гладкой трубе. Видно, что данное распределение подобно распределению температур стенки при вынужденном течении при постоянном тепловом потоке.

На рис.16.2 представлено распределение средних температур потока по сечению на выходе из вертикальной трубы при различных тепловых потоках на стенке. Видно, что в опытах реализовывались режимы с развивающимся профилем температур (ядро потока прогрето) и с профилем температур Гидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией подобным профилю температур на одиночной (изолированной) стенке (ядро потока не прогрето). Термин «средние температуры» здесь используется вследствие наличия в потоке продольных пульсаций скорости, а значит и температуры потока, что вероятно связано со сложной структурой взаимодействия прогретых поднимающихся пристенных потоков и внутреннего холодного ядра. Амплитуды пульсаций температуры составляют примерно ±5% от среднего значения, а период – 10–40 секунд.

Рис.16.1. Распределение температур стенки по высоте гладкого вертикального канала в зависимости от q : а – L/D = 9,68; б – L/D = 13,32; в – L/D = 16,95; г – L/D = 20, К сожалению, в связи с малыми скоростями потока и высокими температурными перепадами воздушного потока в канале измерить распределения скоростей по поперечному сечению канала с помощью термоанемометра не удалось. Для определения средней скорости воздушного потока в трубе использовался времяпролетный способ с использованием дыма.

Полученные таким образом значения средней скорости потока в трубе далее были подтверждены в ходе тепловых исследований калориметрическим способом.

При свободной конвекции в каналах существует взаимосвязь подъемной тепловой силы и скорости движения теплоносителя. Данная зависимость, выраженная как Re # = f(Ra # ), представлена на рис.16.3. Зависимость скорости Гидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией от подъемной силы в гладком вертикальном канале может быть описана уравнением tf,0С Рис.16.2. Распределение средних температур потока по сечению на выходе из вертикальной трубы при различных тепловых потоках: а – L/D =9,68; б – L/D = 13,32; в – L/D = 16,95; г – L/D = 20, На основе рис.16.3 установлено, что полученное уравнение практически совпадает с уравнением, полученным в работе [53].

При определении среднего коэффициента теплоотдачи от стенки трубы к воздушному потоку использовались средняя температура стенки и температура теплоносителя на входе в вертикальный цилиндрический канал:

На рис.16.4 представлен характер зависимости числа Нуссельта Nu от модифицированного числа Рэлея Ra *. Хорошо видно расслоение экспериментальных данных для различных значений L D, причина которого показана ниже.

Гидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией Рис.16.3 Зависимость безразмерной скорости от безразмерной подъемной силы в пустом гладком вертикальном открытом канале: 1 – расчет по формуле (301); 2 – расчет по формуле Re # = 0,9765(Ra # ) 0,5 [53] Рис.16.4. Зависимость теплоотдачи от Ra * и от L / D для гладкого канала На рис.16.5 показано сравнение полученных в ходе эксперимента данных по теплоотдаче с данными других авторов [58,59,125]. Расхождение данных можно объяснить тем, что другие авторы проводили эксперименты в плоском открытом канале, и диапазон определяющих параметров в их работах Гидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией достаточно узок. Так, в работе [59] диапазон чисел Рэлея Ra * составляет от до 3105, в работе [58] – от 17 до 2,4103, в работе [125] – от 10 до 105.

Рис.165. Сравнение экспериментальных данных по теплоотдаче с данными других авторов. Точки – эксперимент автора; 1 – [58]; 2 – [59]; 3 – [125] Рис.16.6. Зависимость теплоотдачи от Ra * и от L / D для гладкого канала На рис.16.6 видно, что данные по теплоотдаче в гладком канале для L D 13,3 можно обобщить одной зависимостью. Это означает, что при Гидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией L D 13,3 отношение длины цилиндрического канала к его диаметру перестает быть отдельным определяющим параметром. Из того же рисунка можно видеть, что данные для L D 13,3 отклоняются от общей кривой. Это отклонение уменьшается с ростом числа Рэлея. Наблюдаемые расслоения результатов эксперимента можно объяснить проявлением значительной вертикальной теплопроводности, которая возникает при L D 13,3. При больших числах Рэлея все точки выходят на одну кривую, что можно объяснить уменьшением влияния теплопроводности. Полученные результаты совпадают с результатами работы Раманатхана [59] с той лишь разностью, что в его работе данные по теплоотдаче начинают отклоняться при L D 7,5. Это, в свою очередь, можно объяснить тем, что в работе [59] эксперименты проводились на вертикальных пластинах.

Обобщения данных по теплоотдаче в гладком канале решено было провести двумя способами. И в первом, и во втором случае обобщение экспериментальных данных производилось по зависимости Nu D = f (Ra*, L / D ) [53].

В первом варианте экспериментальные данные обобщались методом выравнивания (рис.16.7). Полученная в ходе обобщения зависимость справедлива в следующем диапазоне определяющих параметров:

L / D = 9,68...39,47; Ra* = 210...210 ; Pr = 0,7. Данная зависимость описывает результаты для L D = 9,68...39,47 с точностью +12...6% при доверительной вероятности 0,95.

Для определения границы перехода между ламинарным течением в гладком канале и режимом течения с большим влиянием продольной теплопроводности (кондуктивный режим течения) и описания особенностей теплоотдачи в указанных режимах, было проведено обобщение полученных в эксперименте данных вторым способом.

Во втором варианте данные для L D 13,3 обобщаются зависимостью вида а данные для L D 13,3 зависимостью вида Гидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией граница описывается зависимостью Данные зависимости описывают экспериментальные результаты с погрешностью ±20% при доверительной вероятности 0,95.

Рис.16.7. Зависимость теплоотдачи от Ra * и от L / D для гладкого канала.

Точки – эксперимент, линия – расчет по (16.3) На рис.16.8 представлена зависимость числа Нуссельта от модифицированного числа Рэлея Ra #, подсчитанного по t = t w t 0 в сравнении с результатами других авторов [53,59,68,151]. Данные для каналов с L D 13,3 лежат на линиях данных других авторов, а данные для каналов с L D 13,3 находятся выше, что можно объяснить наличием для каналов с L D 13,3 значительной вертикальной теплопроводности, о которой было сказано выше.

Обобщение данных по теплоотдаче в зависимости от Ra # для каналов с L D 13,3 проводилось по модифицированному числу Рэлея, подсчитанному через t = t w t 0 (по аналогии с работами [53,58,68,151]). Полученная зависимость представлена в виде:

Гидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией Рис.16.8. Сравнение экспериментальных данных по теплоотдаче с данными других авторов. Точки – эксперимент автора; 1- [68]; 2 - [53]; 3 - [151]; 4 - [59] Рис.16.9. Зависимость теплоотдачи в гладком вертикальном цилиндрическом канале от Ra # для L D 13, Эта зависимость описывает экспериментальные данные с погрешностью ±20% при доверительной вероятности 0,95 (рис.16.9). Экспериментальные данные для каналов с L D 13,3 отклоняются от зависимости (16.7) до 50%.

Гидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией Представленные в параграфе данные расширяют область имеющихся данных по теплоотдаче и относятся к менее исследованному случаю открытой вертикальной трубы. Кроме того, полученные данные для гладкого канала удовлетворительно совпадают с данными работ [53,58,59,68,125,151], что свидетельствует о работоспособности установки и о корректности получаемых на ней данных.

Исследования течения проводились на гладкой вертикальной пластине длиной L = 1000 мм и шириной b = 360 мм. В экспериментах реализовался омический нагрев при постоянном тепловом потоке от стенки q w = const, причем тепловой поток изменялся в диапазоне q w = 12,54...440,07 Вт/м 2.

Определяющие параметры в экспериментах изменялись в следующем диапазоне: местное число Рэлея ( Ra x ), рассчитанное через t w i = t w i t o : Ra x = 7,6104...4,5109; местное модифицированное число Рэлея ( Ra # ), подсчитанное через q w : Ra # = 3,1105...1,41012; температурный напор: t w t o = 6,8...48,5°С;

Pr = 0,7.

Во всем диапазоне изменения чисел Рэлея визуализация потока показала, что по всей длине вертикальной поверхности формируется ламинарный пограничный слой.

Визуализация потока реализовалась с помощью дыма. Для генерации дыма использовался известный метод нагретых проволочек. На нагретую проволоку, установленную снизу пластины, наносили трансформаторное масло. Вследствие нагрева и разложения масла выделялось достаточное количество дыма белого цвета. Оптимальный нагрев проволоки производился реостатом.

Ламинарный режим течения устанавливался как картина с характерными прямыми (неразмытыми и неразрушающимися) линиями тока по длине всей пластины. При этом диапазон числа Ra x также характерен для ламинарных течений.

На рис.6.10 представлены экспериментальные данные по распределению температур потока вдоль нагретой гладкой вертикальной поверхности (точки).

На эти же графики линией нанесены расчетные данные [22] по толщине пограничного слоя. Видно, что экспериментальные и расчетные данные по толщине пограничного слоя удовлетворительно согласуются.

Экспериментальные данные по местной теплоотдаче обобщались посредством использования Ra #, так как в опытах поддерживался q w = const.

Гидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией Рис.16.10. Распределение температуры воздушного потока при обтекании гладкой вертикальной пластины. Точки – эксперимент автора, линии – расчет по [22] Гидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией Рис.16.10. Распределение температуры воздушного потока при обтекании гладкой вертикальной поверхности. Точки – эксперимент автора, линии – расчет по [22] (продолжение) Гидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией Рис.16.10. Распределение температуры воздушного потока при обтекании гладкой вертикальной пластины. Точки – эксперимент автора, линии – расчет по [22] (продолжение) Гидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией На рис.16.11 показано сравнение экспериментальных данных по теплоотдаче на вертикальной гладкой поверхности с данными других авторов [26,48]. Получено, что экспериментальные данные согласуются с данными других авторов с точностью ± 20%. Проведенные опыты охватили ламинарный и частично переходный режимы течения. В опытах сравнение велось при числах Рэлея, рассчитанных как Ra # = g 2 c p q w x 4 / µ2 (где х – координата по длине пластины).

Рис.16.11. Сравнение экспериментальных данных по местной теплоотдаче с данными других авторов. Точки – эксперимент автора; 1 – расчет по формуле Nu x = 0,631 (Ra # (1 + (0,437 / Pr)9 / 16 ) 16 / 9 )1 / 5 [48]; 2 – расчет по формуле Полученная в ходе обобщения зависимость для гладкой вертикальной поверхности при свободной конвекции газа в условиях q w = const (рис.16.12) имеет вид:

Зависимость (16.8) справедлива в диапазоне чисел Ra # = 3,1105...1, с погрешностью ±20% при доверительной вероятности 0,95. За определяющую температуру принята температура окружающего воздуха t o.

Гидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией Рис.16.12. Зависимость теплоотдачи на гладкой вертикальной пластине от Ra #.

Точки – эксперимент автора; линия – расчет по (16.8) Для средней теплоотдачи получена следующая зависимость:

Представленная зависимость (16.9) справедлива в диапазоне чисел Ra # = 4,9410...1,7610 с погрешностью ±20% при доверительной вероятности 0,95.

За определяющую температуру принята температура окружающего воздуха t o.

Полученные данные для гладкой вертикальной поверхности удовлетворительно совпадают с данными работ [26,48], что свидетельствует о работоспособности установки и о корректности получаемых на ней данных.

16.3. Теплообмен и течение в вертикальных плоских каналах Исследования теплообмена и течения проводились в вертикальном гладком плоском канале длиной L = 1000 мм, шириной b = 360 мм при одностороннем нагреве. Высота канала B (расстояние между стенками) изменялась от 15 мм до 60 мм с шагом 15 мм, что позволило получить соотношение L / B = 16,66...66,66. В экспериментах также реализовался омический нагрев при постоянном тепловом потоке от стенок q w = const Гидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией (граничные условия 2-го рода), причем тепловой поток изменялся в диапазоне q w = 4,54...460,5 Вт/м 2. Определяющие параметры в экспериментах изменялись в следующем диапазоне: модифицированное число Рэлея ( Ra * ), рассчитанное через t = t w t 0 : Ra * = 5,1102...5,4105; модифицированное модифицированное число Рэлея ( Ra # ), подсчитанное через q w – Ra # = 3,4102...1,9107; модифицированное число Рейнольдса Re* = 14...347,9, температурный напор t w t o = 6,8...53,3°С; Pr = 0,7.

Проведенная визуализация показала, что в вертикальном канале реализовывались как ламинарный, так и переходный и частично турбулентный режимы течения. Это впоследствии было доказано и характером влияния чисел Ra * на теплоотдачу в вертикальном гладком канале.

В литературе [53] имеются экспериментальные данные по взаимосвязи подъемной силы, выраженной через Ra *, и скорости потока, выраженной через Re* в вертикальном гладком канале при свободной конвекции газа.

Для определения средней скорости воздушного потока в описанном гладком плоском вертикальном канале использовался времяпролётный способ с использованием дыма.

На основе экспериментальных данных получена зависимость, представленная на рис.16.13:

Полученная зависимость (16.10) показывает, что скорость потока в канале с односторонним нагревом на 40% ниже, чем в каналах с двусторонним нагревом ( Re* = 0,97 (Ra * ) 0,5 ) [53], что связано с тем, что поток теплоносителя нагревается лишь с одной стороны вертикального плоского канала.

Обработка экспериментальных данных по теплоотдаче выполнена в виде уравнения подобия Nu = f Ra #, где в качестве определяющего размера выбиралась либо высота канала B, такой подход реализован в работе [68], либо эквивалентный диаметр канала D, как принято в работе [53]. В качестве определяющей температуры использовалась температура теплоносителя на входе в канал t o.

В первом варианте результаты экспериментальных исследований средней теплоотдачи во всем диапазоне изменяемых параметров для гладкого вертикального канала были обобщены зависимостью, которая справедлива в Гидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией следующем диапазоне определяющих параметров: L / B = 16,66...66,66; Ra # = 13,3...1,310 ; Pr = 0,7:

Рис.16.13. Зависимость безразмерной скорости от безразмерной подъемной силы в гладком вертикальном канале. Точки – эксперимент автора, линия – расчет по формуле (16.10) Гидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией Рис.16.14. Зависимость теплоотдачи в гладком вертикальном канале от Ra #.

Точки – эксперимент автора, линия – расчет по (16.11) Рис.16.15. Зависимость теплоотдачи в гладком вертикальном канале от Ra #.

Точки – эксперимент автора, линия – расчет по (16.12) Данная зависимость описывает экспериментальные результаты с точностью ±20% при доверительной вероятности 0,95 (рис.16.14).

Во втором варианте результаты экспериментальных исследований средней теплоотдачи во всем диапазоне изменяемых параметров для гладкого вертикального канала были обобщены зависимостью, которая справедлива в следующем диапазоне определяющих параметров: L / D = 9,72...34,72; Ra # = 3,410...1,910 ; Pr = 0,7:

Данная зависимость описывает экспериментальные результаты с точностью ±20% при доверительной вероятности 0,95 (рис.16.15).

На рис.16.16–16.19 показано сравнение полученных в ходе эксперимента данных по средней теплоотдаче с данными в работах [48,58,59,68,125,152].

Получено, что экспериментальные данные согласуются с точностью ± 20%.

Кроме того, выявлено, что отношение длины вертикального канала к его высоте (эквивалентному диаметру) не является отдельным определяющим Гидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией ( L / D = 9,72...34,72).

Рис.16.16. Сравнение экспериментальных данных по теплоотдаче с данными других авторов. Точки – эксперимент автора; 1 – расчет по формуле Гидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией Рис.16.17. Сравнение экспериментальных данных по теплоотдаче с данными других авторов. Точки – эксперимент автора, линия – расчет по формуле Nu B = 0,675 ((B / L) Ra B ) 0, 25 [68] Рис.16.18. Сравнение экспериментальных данных по теплоотдаче с данными других авторов. Точки – эксперимент автора, линия – расчет по формуле Гидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией Рис.16.19. Сравнение экспериментальных данных по теплоотдаче с данными других авторов. Точки – эксперимент автора, линия – расчет по формуле Все представленные в этом параграфе данные носят характер тестовых опытов. Их анализ показал хорошее совпадение с результатами других авторов, что показывает работоспособность установки и правильность подходов к обработке экспериментальных данных.

Полученные данные для гладких поверхностей и каналов служат также основой для более достоверного представления уровня интенсификации теплоотдачи с помощью дискретной шероховатости за счет сравнения данных, полученных для интенсифицированных и неинтенсифицированных поверхностей на одном и том же рабочем участке.

Гидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией Глава 17. Физическое моделирование теплообмена и гидродинамики внутренних и внешних свободноконвективных течений при наличии Одним из перспективных способов интенсификации теплообмена при вынужденной конвекции является дискретная установка поперечных выступовтурбулизаторов. В разделе 1 было показано, что при свободной конвекции такой способ также эффективен. Однако имеющиеся сегодня исследования при свободной конвекции не дают представления о возможной максимальной интенсификации теплообмена и оптимальных параметрах интенсификаторов.

17.1. Теплообмен и течение при свободной конвекции в вертикальных цилиндрических дискретно-шероховатых каналах Влияние на структуру отрывных зон взаимного расположения выступовтурбулизаторов при вынужденной конвекции исследовалось Лином, Клайном, Джонсоном и проводилось на воде в безградиентном пограничном слое. Изучалась структура вихревых зон за прямоугольными выступами и перед ними в широком диапазоне взаимного расположения выступов 2 t h 96 ( t шаг расположения выступов, h = 6,4 мм – высота выступов). Результаты этого исследования приведены на рис.17.1 [153].

Большой вихрь между двумя выступами не является двумерным и стационарным на всей длине. Он имеет ячеистую трехмерную структуру. Эта структура есть следствие периодических по времени трехмерных выбросов жидкости из вихря одновременно в сечениях, отстоящих друг от друга на примерно одинаковых расстояниях вдоль выступа. Из этого можно сделать вывод, что механизм обмена массой и энергией между вихревыми и основными течениями состоит в периодических выбросах из вихря массы с малым импульсом и сравнительно равномерной подпитки вихря через его верхнюю границу массой из основного потока с большим импульсом.

Следовательно, выработка турбулентности при таком тесном расположении турбулизаторов идет двумя путями – путем трехмерных выбросов и как следствие больших градиентов скорости и турбулентного напряжения на верхней границе вихря.

Гидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией Рис.17.1. Схема структуры вихревых зон между турбулизаторами в безградиентном пограничном слое: а – t h = 4; б – t h = 8, (А`, А, В, С, С` – вихри; n, m, l, m`, l` – границы отрывной зоны); 1 – направление потока; 2 – обратное течение; 3 – области нестационарных колебаний В работе Маулла и Эста, посвященной изучению структуры потока в поперечных канавках, показано, что двумерное вихревое течение в прямоугольной канавке происходит лишь при отношении ее ширины L к глубине H, меньшем 1,12 и большем 2,2. При 1,2 L H 2,2 вихревое течение в канавке – трехмерное.

Шаг прямоугольных выступов t H = 2 соответствует прямоугольной канавке с L H = 1, т.е. имеет значение, близкое к границе устойчивого двумерного вихря в канавке (рис.17.1а). Поэтому, видимо, кажущийся двумерным вихрь периодически нарушается трехмерными выбросами.

При увеличении шага основной вихрь В растягивается, увеличивается вихрь А и появляется новый небольшой вихрь в углу А`. Причем вихрь В становится заметно менее стабильным, чем при t H = 2. Наблюдается также небольшой отрыв потока за передней верхней кромкой турбулизатора на его верхней границе. Структура верхнего потока при дальнейшем увеличении шага t h = 8...96 отмечается появлением обратного течения от задней кромки верхней грани турбулизатора, достигающего его середины (рис.17.1б).

Как и в случае описанного выше течения за единичным уступом наблюдается три характерные области в отрывной зоне.

1. Главная зона отрыва. Ее длина l определяется до сечения присоединения, в котором еще заметен обратный ток в зону отрыва. Длина этой зоны не стабильна и колеблется в пределах ±0,5h.

Гидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией 2. Двумерная зона отрыва А. Ее длина определяется сечением, в котором становится заметным локальное течение пристенного слоя вниз по течению от зоны отрыва. Вытянутый двумерный вихрь достигает верхней части стенки турбулизатора и питает обратное течение на верхней кромке турбулизатора.

3. Небольшой существенно нестационарный вихрь А`. Однако трехмерных вихрей в этой зоне обнаружено не было. Перед турбулизатором снова образуется отрывная зона, которая также не стабильна и колеблется в пределах ±0,5h. На внешней границе зоны происходит интенсивное турбулентное перемешивание. Внутри отрывной зоны существует область двумерного вихря. В углу наблюдается третья область с маленьким вихрем С`.

Между отрывными зонами выработка турбулентности происходит примерно так же, как на гладкой стенке. Около стенки в области больших градиентов скорости в результате потери устойчивости потока наблюдается возникновение вихревых структур, которые затем выбрасываются за вязкий и буферный слой. Это согласуется с механизмом выработки турбулентности, изученном Клайном, Рейнольдсом, Штраубом.

Изменение шага ведет к некоторому увеличению размеров перечисленных областей вихревых зон до t h = 48. Дальнейшее увеличение шага практически не сказывается на изменение структуры вихревых зон.

Рис.17.2. Динамика развития вихревых размерах. Вихрь А растет быстро до структур при течении воды в прямо- тех пор, пока его высота не достигнет угольном канале с прямоугольными примерно 2 h. К этому времени вихрь выступами: – вращение вихря по ча- В имеет диаметр, примерно равный совой стрелке; – вращение вихря по h. Затем более слабый вихрь возничасовой стрелке; 1...4 – в различные кает в точке С, а вихрь А начинает Гидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией лизатору, где он объединяется с вихрем В. Объединенный вихрь перекатывается через турбулизатор и затем распадается. За это время вихрь С растет до размеров выступа и тоже распадается. После этого в точках А и В возникают новые вихри, и процесс повторяется. При пилообразной форме турбулизаторов нет вихрей с обратным вращением, а частота смены вихрей в два раза выше.

Важно отметить, что даже незначительное различие в форме и размерах выступов существенно влияет на структуру вихревых зон и их развитие.

При описанном нестационарном характере вихревых зон выработка турбулентности происходит на границах этих зон в период их развития и при распаде самих зон после их выброса.

Из сказанного можно сделать следующие выводы.

1. Отрывная зона и вообще организованные вихревые структуры являются эффективным средством дополнительной выработки турбулентности в потоке.

2. Структура вихревых зон до и после выступа или в канавке сильно зависит от формы и размеров выступов и канавок.

3. Выработка турбулентности, значительно превышающая диссипацию, происходит главным образом на удаленной от стенки границе вихревой зоны, где градиент скорости и турбулентные напряжения имеют максимальные или одновременно большие значения, а также при нестационарном распаде вихрей.

Структура вихревых зон между турбулизаторами при свободной конвекции вероятно аналогична вышеописанному вынужденному течению. Это продемонстрировано в работе [10]. Эта аналогия процессов дает возможность утверждать об аналогии и других процессов переноса в вихревых зонах между турбулизаторами при свободной и вынужденной конвекции. Однако вследствие различия в механизмах возникновения свободного и вынужденного течения могут проявляться характерные особенности.

Рассмотрим границы переходов режимов при свободной конвекции в интенсифицированном канале.

Анализ экспериментальных данных показал, что ламинарнотурбулентный переход (ЛТП) в дискретно-шероховатых каналах (ДШК) при свободной конвекции происходит при значениях критических чисел Re d кр = = 1050...2800 и Re h кр = = 70...300. Для сравнения, ЛТП при вынужденной конвекции начинается при Re кр1 = и заканчивается при Re кр 2 =. В опытах h D изменялась в пределах 0,048...0,109, которым соответствуют значения Re кр1 = 551...1250 и Re кр 2 = 4128...9375.

Гидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией Видно, что Reкр1 и Re d кр примерно равны, что говорит о возможности переноса картины обтекания выступов при вынужденной конвекции на свободноконвективное течение. Для вынужденной конвекции считается, что при Re h 120 гарантировано отрывное течение около выступа [154], а при Re h 520 [155-157] – течение ламинарное, а при Re h 890... [154,156,158,159] течение за выступом становится турбулентным. Вследствие взаимосвязи теплоотдачи и располагаемого количества движения, при свободной конвекции течение становится полностью неустойчивым и происходит более ранний ЛТП при числах Re h кр = 70...300.

Режим течения в опытах определялся как прямым путем – визуализацией потока на выходе из трубы, так и косвенными методами – по изменению влияния на коэффициент теплоотдачи определяющих параметров. На рис.17.3 и 17.4 показаны результаты визуализации течения на выходе из гладкого и дискретно-шероховатого канала. Представленные фотографии являются выборкой более чем из 150 опытов. Анализ показал, что ламинарно-турбулентный переход зависит от длины канала L, высоты выступов h, скорости потока w. При этом следует отметить, что это влияние качественно аналогично вынужденному течению в дискретно-шероховатом канале.

Ламинарный режим прослеживается при высоте трубы L = 850 мм при скоростях w = 0,472...1,06 м/с в гладком и дискретно-шероховатом каналах с h = 2 и 3 мм. При h = 3,8 и 4,5 мм в дискретно-шероховатом канале длиной L = 850 мм на выходе из канала уже наблюдается турбулентный режим. Если анализировать результаты визуализации на трубе L = 400 мм, то во всем исследованном диапазоне скоростей w = 0,25...1,4 м/с будет прослеживаться только ламинарный режим течения.

Рис.17.3. Результаты визуализации течения на выходе из канала: L = 850 мм, Гидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией Турбулентный режим течения в дискретно-шероховатом канале при свободной конвекции сопровождается практически полным смешиванием вдуваемого дыма и основного воздушного потока. Для визуализации течения в этом случае требовалось большее количество дыма.

На основе визуализации можно сделать вывод, что в большинстве экспериментов наблюдался ламинарный режим течения и частично – переходный. В экспериментах были замечены значительные пульсации скорости и температуры потока в трубе. Они составляли примерно 5–20% и уменьшались при уменьшении температурных напоров, а следовательно, и скорости потока, что было подтверждено результатами визуализации. Амплитуда пульсаций температуры составляла 20–30 с.

На рис.17.5 и 17.6 показаны профили температур на срезе канала за последним выступом в дискретно-шероховатом канале при различных расстояниях выступа от среза канала. Видно, что при малых расстояниях последнего выступа от среза канала ( x h 6) происходит выход рециркуляционной зоны за пределы канала, захват холодного воздуха и всасывание его в рециркуляционную зону за выступом.

При увеличении расстояния от последнего выступа до среза канала подсос холодных объемов воздуха прекращается, и профиль температур выравнивается. Имеющее место возникновение пульсаций течения в дискретношероховатом канале возможно по двум причинам: отрыв течения на выходе из дискретно-шероховатого канала и отрывные вихри на выступах внутри канала.

Развитие этих пульсаций на выходе было изучено при визуализации потока на выходе из канала. На рис.17.7 показана выборка в виде 3 фотографий скоростной съемки (9 снимков в 1 секунду) из более чем 30 сделанных фотографий.

Рассмотрим подробнее этот эффект внутри канала.

Гидродинамика потока в каналах с поперечными выступами исключительно сложна. В горле выступа формируется струйное течение (рис.17.8), при внезапном расширении за выступом организуется отрывное течение с образованием замкнутой рециркуляционной зоны (каверны) и слоя смешения, на стенке возникает присоединенный внутренний пограничный слой [160].

В соответствии с современными представлениями о когерентных структурах [161,162] гидродинамическая картина течения за выступом в канале может быть описана в следующем виде. Каверна выбрасывает в поток непосредственно около выступа крупномасштабные вихри (сход вихрей с выступа) – первичные когерентные детерминированные (организованные, периодические, повторяющиеся) структуры, образующие за выступом осесимметричный след.

При эволюции первичных структур вниз по потоку (последовательное парное слияние вихрей, сдвиг фаз, коллективное взаимодействие, одновременное развитие мелкомасштабных структур) формируются вторичные (более крупные) структуры, которые остаются когерентными и детерминированными.

Гидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией D = 41,3 мм, h = 2 мм, t = L = 850 мм, D = 41,3 мм, L = 850 мм, D = 41,3 мм, L = 850 мм, D = 41,3 мм, Рис.17.4. Результаты визуализации течения на выходе из дискретношероховатого канала Гидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией Рис.17.5. Характерное распределение температур потока на различных расстояниях за выступом при свободноконвективном движении газа: Ra#=const; qw = 426 Вт/м2; I, II, III – плоскости измерений Гидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией Рис.17.6. Характерное распределение температур потока на расстоянии 3,5 мм за выступом высотой 4,5 мм при свободноконвективном движении газа: Ra# = 10000, 28000; qw = const Рис.17.7. Результаты скоростной съемки потока на выходе из канала. Последовательность снимков: – с нижнего левого угла вверх Строгая упорядоченность природы когерентных структур, постоянство частоты срыва вихрей с выступов (и парного слияния) приводят к возникновению когерентных пульсационных полей давления и скорости (малых возмущений, генерируемых когерентными структурами при их появлении, слиянии и разрушении), воздействующих на основной поток в канале.

При определенных условиях в системе «отрывные вихри выступов – основной поток» формируется сильная обратная связь и сильное взаимодействие, что приводит к возможности самовозбуждения потока – возникновению низкоГидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией частотных автоколебаний потока, в частности резонанса, аэродинамического шума.

Рис.17.8. Визуализация течения на выходе из вертикального дискретношероховатого канала L = 850 мм, D = 41,3 мм: а – h = 2 мм, t = 50 мм, w = 0, м/с; б – h = 4,5 мм, t = 50 мм, w = 0,472 м/с; в – h = 4,5 мм, t = 50 мм, w = 0, м/с; г – h = 4,5 мм, t = 50 мм, w = 0,472 м/с Значительная чувствительность основного потока в канале к периодическим возмущениям, порождаемым когерентными отрывными структурами, объясняется тем, что основной поток (струя, присоединенный пограничный слой) содержит собственный набор различных типов также периодических характерных движений (например, перемежающееся течение во внешней части пограничного слоя, «выбросы» и «вторжения» в пристенной зоне течения, слабые колебательные возмущения течения, вносимые потоком в канал извне).

В каналах с дискретными кольцевыми поперечными выступами течение между двумя соседними выступами автономное и повторяющееся вдоль канала при условии t h 9 ( t, h – шаг и высота выступов) [160], поэтому типовым участком канала и потока является отрезок канала длиной t. Можно предполагать, что автоколебательное (резонансное) самовозмущение потока на типовом учаГидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией стке возможно посредством первичных и (или) вторичных отрывных вихрей выступов. При относительно малых шагах выступов t первичные когерентные структуры играют, видимо, основную роль в процессе возмущения течения.

Для сравнительно больших шагов выступов возрастает вероятность формирования вторичных отрывных структур и, следовательно, увеличивается возможная степень их участия в колебательном возбуждении потока.

Механизмы резонансного самовозбуждения потока в каналах с выступами с помощью когерентных вихрей представляются следующим образом.

На типовом участке потока принимается как определяющий струйный характер течения. Взаимодействие струи со стенкой (трение) приближенно не учитывается (справедливость этого допущения в соответствующей мере известна). Тогда максимальная вероятность возбуждения автоколебаний в потоке соответствует тем характерным частотам когерентных структур снаружи свободной струи, при которых генерируются наиболее сильные когерентные возмущающие поля давлений и скорости. Согласно принятой струйной модели течения эти опасные для самовозбуждения потока частоты определяются следующими числами Струхаля [161,162]:

где fi = 1,2,3 – характерная частота когерентных структур; d диаметр струи (горла выступа); W0 скорость струи в горле выступа (проведенные посредством термоанемометра измерения обнаружили практическое постоянство скорости по радиусу горла [85]). При числах Sr1 в струях обнаружено максимальное нарастание возмущений вдоль потока. Для режимов, характеризующихся числами Sr2 и Sr3, в струях наблюдалась активизация парного влияния вихрей, которое особенно интенсивно и стабильно в ближнем поле струй в случае Sr3.

Даже при отсутствии резонансного возмущения потока в канале с выступами при числе Sr3 следует ожидать нарастания турбулентных пульсаций скорости течения в 10 и более раз по сравнению с исходным потоком. Надо отметить, что соотношение характерных частот в формулах (17.1) [163] свойственно отношению мод отдельных движений в потоке.

Опытные результаты убеждают в обоснованности предположений: величины чисел Струхаля в формулах (17.1) приближенно постоянны в широком диапазоне чисел Рейнольдса и Прандтля. Однако возможно некоторое изменение этих чисел Sr вдоль потока.

Анализ данных по возмущению потока на выходе из канала (рис.17.9) показал, что частота срыва потока на выходе из канала в среднем соответствует Гидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией числам Струхаля Sr = 0,6. Характерным масштабом на фото являлся кронштейн шириной 20 мм.

Рис.17.9. Результаты визуализации потока на выходе из канала: а – w=0,5м/с;

=0,165 с; Sr=0,5; б – w=0,5 м/с; =0,208 с; Sr=0,397; в – w=0,5 м/с; 1=0,178 с;

2=0,151 с; Sr1=0,465; Sr2=0,547; г – w=1,2 м/с; 1=0,052 с; 2=0,054 с; Sr1=0,662;

Sr2=0,637; д – w=1,2 м/с; 1=0,058 с; 2=0,042 с; 3=0,058 с; Sr1=0,593; Sr2=0,819;

Sr3=0,593; l1=70 мм; l2=120 мм; l3=190 мм На рис.17.10 представлена зависимость модифицированного числа Рейнольдса от подъемной тепловой силы. Для дискретно-шероховатых каналов зависимость Re # = f(Ra # ) имеет примерно такой же вид, что и для гладких каналов, поэтому для расчета скорости в интенсифицированном канале можно использовать зависимость (16.1).

Рассмотрим теперь влияние на теплоотдачу основных параметров.

Эксперименты проводились на вертикальной трубе диаметром D = 41, мм и длиной L = 400, 550, 700, 850 и 1630 мм с кольцевыми выступами высотой h = 2, 3, 3,8, 4,5 мм и шагом размещения t = 21, 31, 33, 36, 39, 43, 45, 50, 60, 64, 80, 94, 100, 120, 140, 141, 170, 175 мм, при этом основные определяющие режимные параметры изменялись в диапазоне q w = 4...1800 Вт/м2;

Гидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией t w = 19...170°C.

Рис.17..10. Зависимость подъемной тепловой силы и скорости движения теплоносителя для дискретно-шероховатых каналов. Обозначения в таблице 17.1.

– обобщающая зависимость по уравнению (16. 1) Положительный эффект, полученный при применении дискретной шероховатости в каналах при вынужденной конвекции решено было проверить для свободноконвективного движения. Скорость свободно-конвективного потока определяется тепловой подъемной силой, которая зависит от теплосъема со стенок. Увеличение теплосъема должно увеличивать скорость потока, но наличие выступов приводит к увеличению гидравлического сопротивления трубы и соответственно уменьшению скорости потока. Поэтому следует найти оптимальное соотношение между теплоотдачей, режимными ( Re #, Ra #, Ra * ) и конструктивными ( t / h, D / L,2h / D ) параметрами.

На рис.17.11 показана серия графиков с распределением температур потока на выходе из дискретно-шероховатого канала для различных тепловых потоков и различных высот и шагов выступов. Расстояние плоскости измерения от последнего выступа составляло 3 мм.

Видно, что выступы способствуют выравниванию поля температур в канале при больших числах Рэлея, особенно проявляющееся при высоких значениях q w, соответствующих турбулентному режиму течения, и в конечном счете должно приводить к уменьшению теплоотдачи в пристенной области.

Гидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией Гидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией tf,0С L, мм h, мм t, мм Гидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией tf,0С Рис.17.11. Распределение температур потока на выходе из дискретношероховатого канала для различных тепловых потоков и различных высот и шагов выступов Гидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией Из рис.17.10 хорошо видно, что при турбулентном режиме течения за уступом в зону отрывной области затекают холодные струи потока. Измерения температур потока, проведенные в плоскости на выходе канала на удалении от последнего уступа 18...90 мм при турбулентном потоке, показывают, что в этих условиях практически нет изменения температуры поперек канала, т.е. весь поток прогрет за счет перемешивания холодных и горячих масс жидкости.

Анализ рис.17.12 позволяет заключить, что для L D = 9,68 теплоотдача при Ra* = 5104...3105 увеличивается в 1...1,3 раза по сравнению с гладким каналом при t h = 10...15, t D = 0,5...1,4, h D = 0,05...0,09; для L D = 13,32 теплоотдача при Ra* = 2104...2105 увеличивается в 1...1,2 раза при t h = 15...26, Ra* = 10...610 увеличивается в 1...1,3 раза при t h = 19...58, t D = 0,9...4,2, h D = 0,05...0,1; для L D = 20,58 теплоотдача при Ra* = 104...105 увеличивается в 1...1,2 раза при t h = 25...47, t D = 2,2...4,1, h D = 0,05...0,09; для L D = 39, теплоотдача при Ra* = 2104...2105 увеличивается 1...1,2 раза при t h = 10...13, t D = 1...1,5, h D = 0,1. Наличие в канале дискретно установленных кольцевых вставок приводит к увеличению теплоотдачи при ламинарном режиме примерно до 1,2 раза в сравнении с гладким каналом. Интенсификация теплоотдачи уменьшается при переходе от ламинарного к турбулентному режиму течения.

При турбулентном режиме течения интенсификации теплообмена не наблюдается.

Обобщение экспериментальных данных по теплоотдаче в дискретношероховатом канале производилось по следующей модели Nu D = f Ra, D L, 2h D, t D, где в качестве определяющей температуры использовалась температура потока на входе в трубу t 0, а в качестве определяющего линейного размера – внутренний диаметр трубы D.

В итоге результаты экспериментальных исследований для дискретношероховатых каналов были обобщены зависимостью:

.Зависимость описывает все экспериментальные данные с погрешностью +20% при доверительной вероятности 0,95 (рис.17.13).

На рис.17.14 представлена зависимость теплоотдачи от модифицированного числа Рэлея Ra #, подсчитанного через t = t w t 0. На представленных рисунках более отчетливо видно, что при Ra # = 7000...12000 наблюдается перегиб экспериментальных данных, который соответствует переходу течения в канале от ламинарного к турбулентному. Можно наблюдать, что при ламинарном режиме течения в дискретно-шероховатых каналах наблюдается интенсиГидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией фикация теплоотдачи до 1,2 раз, а при переходе к турбулентному режиму теплоотдача равна теплоотдаче в гладком канале или даже меньше.

Рис.17.12. Зависимость теплоотдачи от модифицированного числа Рэлея Ra * и от относительной высоты канала L / D : – гладкий канал. Обозначения в табл.17. Гидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией Гидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией Рис.17.13. Результаты экспериментальных исследований по теплоотдаче для дискретно-шероховатых каналов. Обозначения в табл.17.1. Линия – обобщающая прямая Благодаря более выраженному ламинарно-турбулентному переходу в зависимости Nu = f Ra # имелась возможность обобщить экспериментальные данные по теплоотдаче в дискретно-шероховатых каналах отдельно для ламинарного и турбулентного режимов течения. Также из рис.17.14 видно расслоение данных по теплоотдаче в зависимости от L D, что было объяснено выше влиянием вертикальной теплопроводности. Исходя из вышесказанного обобщения по теплоотдаче в дискретно-шероховатых каналах были проведены отдельно для ламинарного и турбулентного режимов течения и отдельно для каналов с L D 13,32 и каналов с L D 13,32.

На рис.17.15 представлены результаты обобщения экспериментальных данных по теплоотдаче в дискретно-шероховатых каналах для ламинарного режима течения для L D 13,32. Зависимость имеет вид Данная зависимость описывает экспериментальные данные с погрешностью +20% при доверительной вероятности 0,95.

Гидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией Рис.17.14.. Зависимости теплоотдачи от модифицированного числа Рэлея Re #, подсчитанного через t = t w t 0. Точки – эксперимент, линия – гладкий канал.

Обозначения в. табл.17. Гидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией Гидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией На рис.17.16 представлены результаты обобщения экспериментальных данных по теплоотдаче в дискретно-шероховатых каналах для турбулентного режима течения для L D 13,32. Зависимость имеет вид На рис.17.17 представлены результаты обобщения экспериментальных данных для ламинарного режима течения для L D 13,32. Зависимость имеет вид На рис.17.18 представлены результаты обобщения экспериментальных данных для ламинарного режима течения для L D 13,32. Зависимость имеет вид Зависимости (17.5)–(17.7) описывают экспериментальные данные с погрешностью +20% при доверительной вероятности 0,95.

Анализ полученных результатов показывает, что средний коэффициент теплоотдачи в опытах зависит от длины канала L. Это возможно, если весь канал или значительная его часть занята начальным участком L нач. Оценка L нач проводилась косвенным образом, по характеру изменения температуры стенки трубы (рис.17.19). За L нач принимался участок, на котором изменение температуры стенки канала не превышало 3%. Оценка L нач показала, что L нач ~ 9,5D, что практически соответствует вынужденному течению, при котором L нач ~ 10D.

Дальнейший анализ показывает, что при увеличении высоты выступов h средний коэффициент теплоотдачи в дискретно-шероховатом канале при свободной конвекции уменьшается, и наоборот, средний коэффициент теплоотдачи увеличивается с увеличением шага выступов t. Это, конечно, справедливо только в исследованном диапазоне параметров 2h D = 0,097...0,218 и t D = 0,94...20,58.

Влияние шага выступов t на теплоотдачу при свободной конвекции проиллюстрировано на рис.17.20. При вынужденной конвекции влияние t и h на теплоотдачу обратное.

Гидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией Рис.17.15. Результаты обобщения экспериментальных данных по теплоотдаче в дискретно-шероховатых каналах для ламинарного режима течения для L D 13,32. Линия – обобщающая зависимость Рис.17.16. Результаты обобщения экспериментальных данных по теплоотдаче в дискретно-шероховатых каналах для турбулентного режима течения для L D 13,32. Линия – обобщающая зависимость Гидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией Рис.17.17. Результаты обобщения экспериментальных данных по теплоотдаче в дискретно-шероховатых каналах для ламинарного режима течения для L D 13,32. Линия – обобщающая зависимость Рис.17.18. Результаты обобщения экспериментальных данных по теплоотдаче в дискретно-шероховатых каналах для турбулентного режима течения для L D 13,32. Линия – обобщающая зависимость Своеобразное влияние t и h на теплоотдачу при свободной конвекции вызвано неразрывной взаимосвязью скорости потока ( Re ), подъемной силы ( Ra # ) и теплоотдачи ( Nu ). Увеличение шага выступов t и уменьшение высоГидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией ты выступов h приводит к уменьшению гидравлического сопротивления дискретно-шероховатых каналов, росту средней скорости потока w при фиксированном тепловом напоре, а значит и теплоотдачи.

tw, C Рис.17.19. Распределение температуры стенки по длине трубы (гладкий канал);

а – L=850, h=2, t=50; б – L=850, h=3, t=94; в – L=700, h=3, t=64; г – L=700, h=3,8, t= Для оценки эффективности теплообменного оборудования используется большое количество критериев эффективности. Наиболее часто используется критерий Кирпичева E = Q / N, где Q тепловая мощность, N мощность на прокачку. Однако в условиях свободной конвекции отсутствует понятие мощности на прокачку, и вместо последней используется располагаемая тяга ( p c = hg ). Вместо критерия Кирпичева предлагается следующий критерий E = Q / p c, где p c = hg располагаемая тяга.

Гидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией Рис.17.20. Влияние шага выступов t на теплоотдачу в ДШК Расчеты по данному критерию и анализ экспериментальных данных показал, что для свободно конвективного движения критерий E постоянен. Это подтверждает гипотезу о неразрывной взаимосвязи располагаемого количества движения и теплообмена при свободной конвекции. Для оценки тепловой эффективности дискретно-шероховатых каналов при свободной конвекции предлагается использовать критерий:

где средний коэффициент теплоотдачи в интенсифицированном канале;

гл средний коэффициент теплоотдачи в гладком канале.

Анализируя k во всем диапазоне изменения определяющих параметров, установлено, что при Ra # = 1000 целесообразно использовать относительную высоту выступов 2 h D = 0,1...0,22 при t D = 0,3...2, а при Ra # = 10000 – относительную высоту выступов 2 h D = 0,1...0,14 при t D = 0,6...0,2.

Гидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией 17.2. Теплообмен и течение при свободной конвекции на вертикальной дискретно-шероховатой поверхности и в вертикальном дискретношероховатом плоском канале Режимы течения при экспериментальных исследованиях свободной конвекции вдоль вертикальных пластин и в вертикальных плоских каналах определялись прямым путем – визуализацией потока на вертикальной дискретношероховатой поверхности и на выходе из вертикального плоского дискретно шероховатого канала, и косвенным методом – по изменению влияния на коэффициент теплоотдачи определяющих параметров. На рис.17.21 представлены результаты визуализации режимов течения на поверхности с интенсификаторами. Представленные фотографии являются выборкой более чем из 60 опытов. Анализ гидродинамики потока показал, что отношение толщины пограничного слоя к высоте выступов / h изменялось в диапазоне 0,6–6. Полученные данные по визуализации потока и области t / h совпадают с данными [10,114], согласно которым в процессе естественной конвекции на вертикальной нагреваемой пластине при наличии одного или нескольких прямоугольных выступов при t / h 3 возникает отрыв динамического пограничного слоя, сопровождающийся возникновением в отрывной области циркуляционного течения, состоящего из двух противоположно вращающихся вихрей (рис.17.21а).

При t / h 3 возникает вихревое течение в области между выступами (рис.17.21б).

Ламинарный режим течения прослеживается во всем исследованном диапазоне основных определяющих параметров как на гладкой вертикальной поверхности так и на вертикальной поверхности снабженной интенсификаторами теплообмена высотой h = 4,1 мм.

Ламинарный режим наблюдается также во всем исследованном диапазоне основных определяющих параметров при изменении высоты плоского вертикального канала B от 15 до 60 мм и при скоростях w = 0,26...0,56 м/с как в гладком вертикальном канале, так и в вертикальном канале, снабженном дискретно установленными выступами высотой h = 4,1 мм.

На рис.17.22 представлена зависимость модифицированного числа Рейнольдса от подъемной тепловой силы. Для дискретно-шероховатых плоских каналов зависимость Re* = f(Ra * ) имеет примерно такой же вид, что и для гладких каналов, поэтому для расчета скорости в интенсифицированном канале можно использовать зависимость (16.10).

На рис.17.23 показана серия графиков с распределением местных коэффициентов теплоотдачи по длине вертикальной дискретно-шероховатой пластины для различных тепловых потоков и различных относительных шагов выступов. Проанализировав рис.17.23, можно сделать вывод о том, что lнач / L = 0,4…0,6.

Гидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией Рис.17.21. Картины свободноконвективного течения на пластине с интенсификаторами [150]: а – температурный напор 10°С, T/H=2, H=3,2 мм; б – температурный напор 10°С, T/H=10 –80, H=3,2 мм Рис.17.22. Влияние подъемной тепловой силы на скорость движения теплоносителя в вертикальном дискретно-шероховатом канале с односторонним нагревом. Линия – обобщающая зависимость по уравнению (16.10). Обозначения в табл.17. Гидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией Рис.17.23. Распределение местных коэффициентов теплоотдачи по длине вертикальной дискретно-шероховатой поверхности в зависимости от q Гидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией Рис.17.24. Влияние числа Ra # на местную теплоотдачу на дискретноx шероховатых поверхностях. Точки – дискретно-шероховатая поверхность, линия – гладкая пластина. Обозначения в табл.17. На рис.17.24 показано влияние местного модифицированного числа Рэлея Ra x на местную теплоотдачу на вертикальной дискретно-шероховатой пластине. Рассмотрев рис.17.24, можно сделать вывод, что наличие на вертикальной пластине дискретно установленных выступов приводит к увеличению теплоотдачи при ламинарном режиме до 2,79 раза по сравнению с гладкой вертикальной пластиной. Уровень теплоотдачи зависит от относительного шага выступов. Максимальные значения интенсифицированной теплоотдачи на дискретно-шероховатых поверхностях во всем диапазоне чисел Ra приходятся на t / h = 2...3. Уровень средних коэффициентов теплоотдачи составляет = 5,052...10,187 Вт/м 2 К при оптимальных значениях t / h = 2...3.

Анализ результатов ранее проведенной визуализации показывает, что при таких относительных шагах между выступами возникает отрывное течение, представляющее собой один или несколько вращающихся вихрей (в завиГидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией симости от скорости потока). Наличие вихря (вихрей) вызывает интенсивное конвективное перемешивание слоев газа с различной температурой.

Полученные данные по оптимальному шагу, равному t / h = 2...3, соответствуют выводам работ Квака [115] и Мартыненко [10,114]. Уменьшение расстояния между выступами приводит к замедлению скорости вихря между выступами и возникновению застойной зоны на дне образующейся протяженной каверны. Увеличение расстояния между выступами также приводит к уменьшению средней теплоотдачи на дискретно-шероховатых поверхностях. Таким образом, при увеличении относительного шага t / h форма вихря между выступами становится более вытянутой, и перед следующим по течению выступом начинает формироваться застойная зона. Дальнейшее увеличение расстояния между выступами приводит к возникновению точки присоединения динамического пограничного слоя в области между выступами. Коэффициенты теплоотдачи в этом случае меньше, чем при оптимальных значениях t / h вследствие наличия застойных зон до и после выступа, скорость потока в которых крайне низкая и конвективный перенос тепла практически отсутствует, а теплообмен между пластиной и окружающей средой осуществляется преимущественно за счет теплопроводности.

Описанная картина течения и теплопереноса подтверждается характерными для описанных случаев распределениями местных коэффициентов теплоотдачи между выступами на вертикальной дискретно-шероховатой поверхности в зависимости от q, представленными на рис.17.25.

Обобщение экспериментальных данных по местной теплоотдаче на дискретно-шероховатой поверхности производилось по уравнению подобия NuX = f( Ra #, t/h), где в качестве определяющей температуры использовалась темпеx ратура окружающего воздуха t o, а в качестве определяющего линейного размера – координата по длине пластины x. Так как интенсификаторы были изготовлены из хорошо теплопроводящего материала, то при расчетах местных коэффициентов теплоотдачи учитывалось увеличение площади теплообмена за счет наличия интенсификаторов, причем Fинт / Fглад = 1,016K1,925.

Из рис.17.26 хорошо видно, что линия 1, представляющая собой обобщающую зависимость, параллельна оси абсцисс, т.е. t / h. Таким образом, симплекс t / h не оказывает влияние на местную теплоотдачу при t / h =2…10. Из рис.17.26 также установлено, что параметр Nu x (Ra # ) пропорционален отx носительному шагу прямоугольных выступов t / h в степени -0,069 при T/H = 10…80 (линия 2).

Результаты экспериментальных исследований местной теплоотдачи во всем диапазоне изменяемых параметров для вертикальной пластины при наличии теплопроводных интенсификаторов были обобщены зависимостями:

Гидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией Ra # =5,76105...1,531012; t / h =2…80 с погрешностью ±20% при доверительной вероятности 0,95 (рис.17.27 и 17.28). За определяющую температуру принята температура окружающего воздуха t o.

Рис.17.25. Распределение местных коэффициентов теплоотдачи между выступами на вертикальной дискретно-шероховатой поверхности в зависимости от q Рис.17.26. Влияние относительного шага t / h прямоугольных выступов на местную теплоотдачу на дискретно-шероховатых поверхностях. Линии 1 и 2 – обобщающие зависимости. Обозначения на. рис. 17. Гидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией Для средней теплоотдачи получены следующие зависимости:

1,3310...5,8410 ; t / h =2…80 с погрешностью ±20% при доверительной вероятности 0,95. За определяющую температуру принята температура окружающего воздуха t o.

Рис.17.27. Обобщение экспериментальных данных по местной теплоотдаче на вертикальных дискретно-шероховатых поверхностях с выступами ( t / h = 2…10). Обозначения на рис.17.24. Линия – обобщающая прямая Исследование теплообмена проводилось также в вертикальном плоском дискретно-шероховатом канале.

Анализ гидродинамики показал, что отношение толщины динамического пограничного слоя к высоте выступов / h изменялась в диапазоне от 0,6 до 6, т.е. выступы оказывали существенное влияние на гидродинамику и теплообмен.

На рис.17.29 показана серия графиков с распределением местных коэффициентов теплоотдачи по длине вертикального дискретно-шероховатого канала для различных тепловых потоков, различных высот канала и относительных шагов выступов. Проанализировав рис.17.29, можно сделать вывод о том, что lнач / L = 0,6…1.

В дискретно-шероховатом канале происходит значительное увеличение скорости потока омывающего поверхность за счет появления самотяги. Как Гидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией следствие происходит увеличение уровня теплоотдачи. Средние коэффициенты теплоотдачи в этом случае достигают значений = 3,173...9,494 Вт/м 2 К.

Рис.17.28. Обобщение экспериментальных данных по местной теплоотдаче на вертикальных дискретно-шероховатых поверхностях с выступами (t/h=10…80).

Обозначения на рис.17.24. Линия – обобщающая прямая На рис.17.30 показано влияние модифицированного числа Рэлея Ra # наB среднюю теплоотдачу в вертикальных дискретно-шероховатых каналах с односторонним нагревом. Проанализировав рис.17.30, можно сделать вывод о том, что наличие в вертикальном канале дискретно установленных выступов приводит к увеличению теплоотдачи при ламинарном режиме примерно в 1,01...5, раза по сравнению с гладким вертикальным каналом, таким образом, интенсификация теплоотдачи в этом случае выше, чем на дискретно-шероховатой поверхности. Наибольшая интенсификация достигается при t / h = 20...40. При уменьшении относительного шага теплоотдача резко снижается, то же происходит и при увеличении относительного шага. В первом случае возникает застойная зона между выступами, в которой скорость вращения достаточно низкая по сравнению с аналогичными случаями для дискретно-шероховатой поверхности. По мере увеличения расстояния между выступами происходит присоединение потока, и в этом случае средний коэффициент теплоотдачи в дискретно-шероховатом канале максимален. Дальнейшее увеличение расстояния между выступами приводит к увеличению толщины динамического пограничного слоя и уменьшению коэффициента теплоотдачи.

Характерные картины распределения местных коэффициентов теплоотдачи между выступами в вертикальном дискретно-шероховатом канале в зависимости от q представлены на рис.17.31. На рис. 17.31а показан случай возникновения одинарного вихря между двумя выступами, а на рис. 17.31б – случай с присоединением потока между выступами.

Гидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией Увеличение интенсивности теплоотдачи должно привести к увеличению прогретости слоя газа в канале и, как следствие, к увеличению скорости. Однако сравнение средних скоростей потока в гладком и дискретно-шероховатом каналах показал, что скорости практически одинаковы. Это связано с тем, что, несмотря на увеличение подъемной силы ( gh ), увеличивается и гидравлическое сопротивление канала за счет наличия выступов, а количество движения ограничено тепловой подъемной силой t. Здесь же необходимо указать, что на уровень коэффициента теплоотдачи оказывает влияние и относительная высота канала h / B.

Рис.17.29. Распределение местных коэффициентов теплоотдачи по длине вертикального дискретно-шероховатого канала в зависимости от q : а – L/B = 66,66; б – L/B = 33,33; в – L/B = 33,33; г – L/B = 22, В каналах малой высоты коэффициент гидравлического сопротивления достаточно высок и скорость потока низкая. По мере увеличения высоты канала скорость потока увеличивается за счет уменьшения гидравлического сопротивления. При этом увеличивается и средний коэффициент теплоотдачи в канале. При дальнейшем увеличении высоты канала должен наступить случай, эквивалентный дискретно-шероховатой поверхности в большом объеме, и Гидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией средний коэффициент теплоотдачи уменьшится и достигнет значений, наблюдаемых в опытах на дискретно-шероховатой поверхности.

Рис.17.30. Влияние числа Ra # на среднюю теплоотдачу в вертикальных дисB кретно-шероховатых каналах с односторонним нагревом. Точки – эксперимент автора, линия – обобщающая зависимость (16.11). Обозначения в табл.17. Гидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией Рис.17.31. Распределение местных коэффициентов теплоотдачи между выступами в вертикальном дискретно-шероховатом канале в зависимости от q Рис.17.32. Зависимость на вертикальной дискретно-шероховатой поверхности и в вертикальном дискретно-шероховатом канале с односторонним нагревом от геометрических параметров интенсификаторов при фиксированном Ra L # = 1, Все вышесказанные рассуждения можно проанализировать с помощью графика, изображенного на рис.17.32, на котором представлена зависимость среднего коэффициента теплоотдачи на вертикальной дискретношероховатой поверхности и в вертикальном дискретно-шероховатом канале с односторонним нагревом от геометрических параметров интенсификаторов при фиксированном Ra L # = 1,4 1011.

Гидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией Рис.17.33. Результаты экспериментальных исследований по средней теплоотдаче для вертикальных дискретно-шероховатых каналов с интенсификаторами и при одностороннем нагреве. Линия – обобщающая прямая. Обозначения на рис.17. Обобщение экспериментальных данных по средней теплоотдаче в дискретно-шероховатом плоском канале при наличии интенсификаторов выполнено в виде уравнения подобия Nu B = f( Ra #, t/h, h/B, h/L…), где в качестве опреB деляющей температуры использовалась температура на входе в канал t o, а в качестве характерного линейного размера использовалась высота канала B.

Так как интенсификаторы были изготовлены из хорошо теплопроводящего материала, то в данном случае при расчетах средних коэффициентов теплоотдачи учитывалось увеличение площади теплообмена за счет наличия интенсификаторов, причем Fинт / Fглад = 1,016K1,18.

В итоге результаты экспериментальных исследований средней теплоотдачи по длине вертикального канала, при наличии теплопроводных интенсификаторов во всем диапазоне изменяемых параметров при свободной конвекции и одностороннем нагреве, были обобщены зависимостью:

Зависимость (17.13) описывает все экспериментальные данные с погрешностью ±20% при доверительной вероятности 0,95 (рис.17.33). Зависимость справедлива в диапазоне изменения определяющих параметров – Ra # = B 20,7...1,410 ; t/h = 10…40; h/B = 0,068 …0,27.

Гидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией Глава 18. Исследование течения и теплообмена в открытых вертикальных каналах с постоянной закруткой потока При вынужденной конвекции теплоносителя в трубах используется различные виды местной и постоянной закрутки потока [164]. В качестве постоянной закрутки потока используют шнеки, змеевики, спиральные ленточные вставки. Интенсификация теплообмена в каналах с постоянной закруткой потока достигает 2,5 раза при сопоставимом росте гидросопротивления.

Для уменьшения гидросопротивления используют локальную, пристенную закрутку потока с помощью спирального оребрения, закрученных труб и спиральной накатки (рис.18.1) [165].

Рис.18.1. Способы постоянной закрутки потока: а – спиральная накатка; б – закрученные трубы; в – внутреннее спиральное оребрение; г – вставки в виде гладкой и гофрированной скрученных лент В трубах со спиральными ленточными вставками интенсивность теплоотдачи значительно выше, чем в обычных трубах, по двум основным причинам [164]. Во-первых, вторичные течения, возникающие под воздействием центробежных сил, интенсифицируют теплообмен между ядром потока и пограничным слоем. Во-вторых, спиральная ленточная вставка увеличивает поверхность Гидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией теплообмена (эффект оребрения) и воспринятое ею тепло посредством теплопроводности передается в стенку трубы.

Канал, образованный ленточным завихрителем и стенкой трубы, представляет собой змеевик с поперечным сечением в форме полукруга. Экспериментальные исследования структуры потока в трубе со спиральной ленточной вставкой при вынужденной конвекции показывает, что под воздействием массовых сил в поперечном сечении потока (сегменте в форме полукруга) возникают вторичные течения в форме парного вихря (рис.18.2), а режим течения может быть ламинарным, ламинарным с макровихрями и турбулентным.

Рис.18.2. Вид вторичных течений в поперечном части трубы здесь возникает наибольшая центросечении трубы со спиральной ленточной частицы жидкости от оси изгиба трубы к периферии. При этом вблизи стенок, лежащих в плоскости изгиба, возникают обратные токи (к оси изгиба).

В связи с высокой эффективностью данного метода интенсификации теплоотдачи в трубах были проведены исследования возможности использования спиральной ленточной вставки для интенсификации теплоотдачи в вертикальных трубах при свободной конвекции.

Эксперименты проводились на вертикальной трубе диаметром D = 41, мм и высотой L = 400, 550, 700 и 850 мм с закрученной лентой с относительным шагом закрутки s / D = 8,5, 9,7, 10,3, 13,3, 16,9, 20,6 (рис.15.5б), а также с одновременной закруткой потока лентой и разрушением в пристенной области пограничного слоя кольцевыми вставками высотой h = 2, 3, 3,8 мм и шагом размещения t = 43, 50, 100 мм. В опытах реализовалось условие постоянства плотности теплового потока на стенках трубы. Основные определяющие режимные параметры изменялись в диапазоне q w = 4...1800 Вт/м2;

нала, t w - средняя температура стенок канала.

Гидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией Использование низкотеплопроводного материала ленточного закручивателя позволило исключить развитие поверхности и выявить интенсификацию теплообмена только за счет изменения гидродинамической картины течения.

На рис.18.3 представлены графики с распределением температур потока на выходе из канала с постоянной закруткой потока при различном расположении термопары по радиусу канала L / D = 9,68. Измерения температуры проводились при трех положениях термопары: вдоль ленты ( = 0°), перпендикулярно ей ( = 90°) и под углом ( = 45°). Обнаружено, что имеются минимумы температуры в центре канала, а вдоль и поперек скрученной ленты температура изменяется монотонно. Из этого можно сделать вывод, что в условиях свободной конвекции в вертикальном канале со скрученной лентой имеют место парные вихри. Этот факт согласуется с теорией течения в каналах с закруткой потока.

tf,0С tf,0С На рис.18.4 представлены изотермы, построенные по данным рис.18.3, где наглядно видно наличие парных вихрей.

На рис.18.5 показана серия графиков с распределением температур потока на выходе из канала с постоянной закруткой потока для различных тепловых потоков и шагов закрутки.

На основе характерного расположения изотерм видно, что практически для всех значений L D и s D наблюдается наличие в канале парных вихрей.

Нагретые около поверхности теплообмена слои газа перемещаются вдоль ленты и примерно на середине отрываются от нее и возвращаются к поверхности теплообмена. В центре такого движения образуется ядро более холодного воздуха.

Гидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией Рис.18.4. Температурные поля на выходе из трубы со скрученной лентой. s/D = 9,68; L/D = 9,68: а – qw=251 Вт/(м2); б – qw=434 Вт/(м2); в – qw=747 Вт/(м2); г – qw=1163 Вт/(м2); д – qw=61 Вт/(м2) На рис.18.6 представлена зависимость подъемной тепловой силы и скорости движения теплоносителя. Для каналов c постоянной закруткой потока зависимость Re = f(Ra ) (здесь Re = – модифицированное число РейL нольдса) имеет такой же вид, что и для гладких каналов, поэтому для расчета скорости в интенсифицированном канале можно использовать зависимость (16.1). Максимальное отклонение экспериментальных данных от расчета по зависимости (16.1) составило ±30%.

Необходимо указать, что здесь числа Рейнольдса и Рэлея для закрученного потока рассчитаны не через эквивалентный диаметр канала со спиральной ленточной вставкой, а через диаметр исходного канала. Это связано с тем, что сравнение среднерасходной скорости w в гладком и интенсифицированном каналах диаметром D производилось при одинаковой подъемной силе На рис.18.6 варианты № 1–4, 7, 8, 10 и 11 относятся к трубам со спиральными ленточными вставками, а варианты № 5, 6 и 9 – к трубам с одновременной закруткой потока лентой и разрушением в пристенной области пограничного слоя кольцевыми вставками.

Обобщение экспериментальных данных по теплоотдаче в канале с постоянной закруткой потока производилось по модели Nu D = f Ra *, D L, s / D, где в качестве определяющей температуры использовалась температура потока на Гидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией входе в трубу t 0, а в качестве определяющего линейного размера – внутренний диаметр трубы D.

Рис.18.5. Температурные поля на выходе из труб при различных значениях L/D и s/D на оси ( = 90°) На рис.18.7 представлена зависимость теплоотдачи от безразмерной подъемной силы для каждого значения L / D. Видно влияние на теплоотдачу в канале L D и s D. Для канала с L D = 9,68 наблюдается интенсификация теплоотдачи при Ra * = 6104...5105 примерно в 1,2 раза по сравнению с гладким Гидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией каналом; для канала с L D = 13,32 интенсификация теплоотдачи при установке в канал скрученной ленты не обнаружена, для канала с L D = 16,95 наблюдается интенсификация теплоотдачи до 1,3 раза при Ra * = 104...4105 как для канала со скрученной лентой, так и для канала, имеющего дискретные кольцевые поперечные выступы и скрученную ленту одновременно; для канала с L D = 20,58 наблюдается интенсификация теплоотдачи до 1,2 раза при Ra * = 104...105 при наличии в нем скрученной ленты с s D = 10,29 и 20,58.

Можно сделать вывод, что интенсификация теплоотдачи в каналах со скрученной лентой наблюдается при ламинарном режиме течения с макровихрями.

L/D 9,68 9,68 9,68 13,3 13,3 13,3 16,9 16,9 16,9 20,5 20, s/D 9,68 9,68 9,68 13,3 13,3 13,3 8,47 16,9 8,47 10,2 20, обоз.

Рис.18.6. Зависимость безразмерной скорости от безразмерной подъёмной силы для труб с закруткой потока: точки – экспериментальные данные, линия – расчет по формуле (16.1) На рис.18.8 представлено влияние числа Ra* на теплоотдачу в канале с постоянной закруткой потока. Получено, что число Нуссельта пропорционально числу Рэлея в степени 0,207.

Результаты экспериментальных исследований во всем диапазоне изменяемых параметров для каналов с постоянной закруткой потока были обобщены зависимостью:

Гидродинамика и теплообмен внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией.Рис.18.7. Зависимость теплоотдачи от безразмерной подъемной силы для отдельных значений L / D : а – L / D = 9,68; б – L / D = 13,32; в – L / D = 16,95; г – L / D = 20, бодной конвекции [s D]opt 10, а при вынужденном течении максимальная интенсификация наблюдается при наименьшем соотношении s D (в работе [164] наименьшее значение составляло s D =2,5). Расхождение оптимальных шагов при свободной и вынужденной конвекции можно объяснить тем, что в условиях свободной конвекции уменьшение шага приводит к резкому увеличению гидравлического сопротивления канала и, как следствие, к уменьшению теплоотдачи со стенок канала потоку воздуха.

Рис.18.9. Результаты экспериментальных ис- ральной ленточной вставследований по теплоотдаче для каналов с по- кой показала [164], что на стоянной закруткой. Линия – расчет по зави- поверхности ленточной симости (18.7). Точки – результаты экспери- вставки коэффициент тепмента (обозначения на рис.18.8) лоотдачи значительно трубы. При этом поверхность спиральной ленточной вставки зависит от степени ее закрутки s/D. Изменение s/D от до 2,5 приводит к увеличению коэффициента оребрения не более чем на 2%.



Pages:     | 1 |   ...   | 3 | 4 || 6 |
Похожие работы:

«Министерство образования и науки Российской Федерации Алтайский государственный технический университет им. И.И. Ползунова 1. И. Ю. Вяткин тр -с ИССЛЕДОВАНИЕ ПРОБЛЕМЫ РЕФОРМИРОВАНИЯ ЖИЛИЩНОru КОММУНАЛЬНОЙ СФЕРЫ И ЕЁ ВЛИЯНИЯ НА СОКРАЩЕНИЕ БЮДЖЕТНЫХ РАСХОДОВ tu ltg Монография.a w w w :// tp ht Изд-во АлтГТУ Барнаул • ББК 65.9(2)441- Вяткин И.Ю. Исследование проблемы реформирования жилищно-коммунальной сферы и её влияния на сокращение бюджетных расходов: Монография / Алт. гос. техн. ун-т им....»

«Южный федеральный университет Центр системных региональных исследований и прогнозирования ИППК ЮФУ и ИСПИ РАН Южнороссийское обозрение Выпуск 56 Барков Ф.А., Ляушева С.А., Черноус В.В. РЕЛИГИОЗНЫЙ ФАКТОР МЕЖКУЛЬТУРНОЙ КОММУНИКАЦИИ НА СЕВЕРНОМ КАВКАЗЕ Ответственный редактор Ю.Г. Волков Ростов-на-Дону Издательство СКНЦ ВШ ЮФУ 2009 ББК 60.524.224 Б25 Рекомендовано к печати Ученым советом Института по переподготовке и повышению квалификации преподавателей гуманитарных и социальных наук Южного...»

«Е.М.Григорьева Ю.А.Тарасова ФИНАНСОВЫЕ ПРЕДПРИНИМАТЕЛЬСКИЕ СТРУКТУРЫ: ТРАНСФОРМАЦИЯ ПОД ВЛИЯНИЕМ РЫНОЧНОЙ КОНЪЮНКТУРЫ Монография Санкт-Петербург 2010 УДК 336 ББК 65 Ф 59 Рецензенты: д-р экон. наук, проф. Е.М.Рогова, заведующая кафедрой Финансовый менеджмент и финансовые рынки Санкт-Петербургского филиала ГУ-ВШЭ; к.э.н, доцент Козлова Ю.А., ГУАП. Григорьева Е. М., Тарасова Ю. А. Финансовые предпринимательские структуры: трансформация под влиянием рыночной конъюнктуры. Монография. – СПб.: ИД...»

«П.Ф. Демченко, А.В. Кислов СТОХАСТИЧЕСКАЯ ДИНАМИКА ПРИРОДНЫХ ОБЪЕКТОВ Броуновское движение и геофизические приложения Москва ГЕОС 2010 УДК 519.2 ББК 22.171 Д 12 Демченко П.Ф., Кислов А.В. Стохастическая динамика природных объектов. Броуновское движение и геофизические примеры – М.: ГЕОС, 2010. – 190 с. ISBN 978-5-89118-533-3 Монография посвящена исследованию с единых позиций хаотического поведения различных природных объектов. Объекты выбраны из геофизики. Таковыми считается и вся планета в...»

«Министерство образования и науки Российской Федерации Федеральное агентство по образованию Владивостокский государственный университет экономики и сервиса _ Российская академия наук Дальневосточное отделение Институт истории, археологии и этнографии народов Дальнего Востока Ю.Н. ОСИПОВ КРЕСТЬЯНЕ -СТ АРОЖИЛЫ Д АЛЬНЕГО ВОСТОК А РОССИИ 1855–1917 гг. Монография Владивосток Издательство ВГУЭС 2006 ББК 63.3 (2Рос) О 74 Рецензенты: В.В. Сонин, д-р ист. наук, профессор Ю.В. Аргудяева, д-р ист. наук...»

«88 ВЕСТНИК УДМУРТСКОГО УНИВЕРСИТЕТА 2011. Вып. 1 БИОЛОГИЯ. НАУКИ О ЗЕМЛЕ УДК 633.81 : 665.52 : 547.913 К.Г. Ткаченко ЭФИРНОМАСЛИЧНЫЕ РАСТЕНИЯ И ЭФИРНЫЕ МАСЛА: ДОСТИЖЕНИЯ И ПЕРСПЕКТИВЫ, СОВРЕМЕННЫЕ ТЕНДЕНЦИИ ИЗУЧЕНИЯ И ПРИМЕНЕНИЯ Проведён анализ литературы, опубликованной с конца XIX до начала ХХ в. Показано, как изменялся уровень изучения эфирномасличных растений от органолептического к приборному, от получения первичных физикохимических констант, к препаративному выделению компонентов. А в...»

«МИНИСТЕРСТВО ОБРАЗОВАНИЯ РОССИЙСКОЙ ФЕДЕРАЦИИ ТОМСКИЙ ГОСУДАРСТВЕННЫЙ УНИВЕРСИТЕТ МЕЖРЕГИОНАЛЬНЫЙ ИНСТИТУТ ОБЩЕСТВЕННЫХ НАУК МЕТОДОЛОГИЧЕСКИЙ СИНТЕЗ: ПРОШЛОЕ, НАСТОЯЩЕЕ, ВОЗМОЖНЫЕ ПЕРСПЕКТИВЫ ИЗДАТЕЛЬСТВО ТОМСКОГО УНИВЕРСИТЕТА 2002 УДК 930.2 ББК 63 М 54 Методологический синтез: прошлое, настоящее, возможМ 54 ные перспективы / Под ред. Б.Г. Могильницкого, И.Ю. Николаевой. – Томск: Изд-во Том. ун-та, 2002. – 204 с. ISBN 5-7511-1556-2 Предлагаемая монография является опытом обобщения материалов...»

«ГБОУ ДПО Иркутская государственная медицинская академия последипломного образования Министерства здравоохранения РФ Ф.И.Белялов Психические расстройства в практике терапевта Монография Издание шестое, переработанное и дополненное Иркутск, 2014 15.05.2014 УДК 616.89 ББК 56.14 Б43 Рецензенты доктор медицинских наук, зав. кафедрой психиатрии, наркологии и психотерапии ГБОУ ВПО ИГМУ В.С. Собенников доктор медицинских наук, зав. кафедрой терапии и кардиологии ГБОУ ДПО ИГМАПО С.Г. Куклин Белялов Ф.И....»

«Р.Б. Пан ЧЕЛОВЕЧЕСКИЙ КАПИТАЛ – ОСНОВА ФОРМИРОВАНИЯ СИСТЕМЫ МОТИВАЦИИ РАБОТНИКОВ УМСТВЕННОГО ТРУДА ФЕДЕРАЛЬНОЕ АГЕНТСТВО ПО ОБРАЗОВАНИЮ ГОСУДАРСТВЕННОЕ ОБРАЗОВАТЕЛЬНОЕ УЧРЕЖДЕНИЕ ВЫСШЕГО ПРОФЕССИОНАЛЬНОГО ОБРАЗОВАНИЯ ТОМСКИЙ ГОСУДАРСТВЕННЫЙ УНИВЕРСИТЕТ ВЫСШАЯ ШКОЛА БИЗНЕСА Р.Б. Пан ЧЕЛОВЕЧЕСКИЙ КАПИТАЛ – ОСНОВА ФОРМИРОВАНИЯ СИСТЕМЫ МОТИВАЦИИ РАБОТНИКОВ УМСТВЕННОГО ТРУДА Под редакцией д-ра экон. наук В.А. Гаги Издательство ВШБ Томского Государственного Университета УДК ББК 65.9(2) Под научным...»

«гмион Межрегиональные исследования в общественных науках Министерство образования и пауки Российской Федерации ИНО-центр (Информация. Наука. Образование) Институт имени Кеннана Центра Вудро Вильсона (США) Корпорация Карнеги в Нью-Йорке (США) Фонд Джона Д. и Кэтрин Т. Мак-Артуров (США) / MИНОЦЕНТР HOL • информация.наука! образование Данное издание осуществлено в рамках программы Межрегиональные исследования в общественных науках, реализуемой совместно Министерством образования РФ, И НО-центром...»

«ФЕДЕРАЛЬНОЕ ГОСУДАРСТВЕННОЕ БЮДЖЕТНОЕ УЧРЕЖДЕНИЕ НАУКИ СЕВЕРО-ОСЕТИНСКИЙ ИНСТИТУТ ГУМАНИТАРНЫХ И СОЦИАЛЬНЫХ ИССЛЕДОВАНИЙ им. В.И. АБАЕВА ВНЦ РАН И ПРАВИТЕЛЬСТВА РСО–А К.Р. ДЗАЛАЕВА ОСЕТИНСКАЯ ИНТЕЛЛИГЕНЦИЯ (вторая половина XIX – начало XX вв.) Второе издание, переработанное Владикавказ 2012 ББК 63.3(2)53 Печатается по решению Ученого совета СОИГСИ Дзалаева К.Р. Осетинская интеллигенция (вторая половина XIX – начало XX вв.): Монография. 2-ое издание, переработанное. ФГБУН Сев.-Осет. ин-т гум. и...»

«MINISTRY OF NATURAL RESOURCES RUSSIAN FEDERATION FEDERAL CONTROL SERVICE IN SPHERE OF NATURE USE OF RUSSIA STATE NATURE BIOSPHERE ZAPOVEDNIK “KHANKAISKY” VERTEBRATES OF ZAPOVEDNIK “KHANKAISKY” AND PRIKHANKAYSKAYA LOWLAND VLADIVOSTOK 2006 МИНИСТЕРСТВО ПРИРОДНЫХ РЕСУРСОВ РОССИЙСКОЙ ФЕДЕРАЦИИ ФЕДЕРАЛЬНАЯ СЛУЖБА ПО НАДЗОРУ В СФЕРЕ ПРИРОДОПОЛЬЗОВАНИЯ ГОСУДАРСТВЕННЫЙ ПРИРОДНЫЙ БИОСФЕРНЫЙ ЗАПОВЕДНИК ХАНКАЙСКИЙ...»

«МИНИСТЕРСТВО ОБРАЗОВАНИЯ И НАУКИ РОССИЙСКОЙ ФЕДЕРАЦИИ Федеральное государственное бюджетное образовательное учреждение высшего профессионального образования ПЕРМСКИЙ ГОСУДАРСТВЕННЫЙ НАЦИОНАЛЬНЫЙ ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКИЙ УНИВЕРСИТЕТ В. Л. Чечулин, В. С. Леготкин, В. Р. Ахмаров Модели безынфляционности экономики: произведённая инфляция и вывоз капитала Монография Пермь 2013 УДК 330; 519.7 ББК 65; 22.1 Ч 57 Чечулин В. Л., Леготкин В. С., Ахмаров В. Р. Модели безынфляционности экономики: произведённая...»

«АКАДЕМИЯ НАУК РЕСПУБЛИКИ ТАДЖИКИСТАН Г.Н. Петров, Х.М. Ахмедов Комплексное использование водно-энергетических ресурсов трансграничных рек Центральной Азии. Современное состояние, проблемы и пути решения Душанбе – 2011 г. ББК – 40.62+ 31.5 УДК: 621.209:631.6:626.8 П – 30. Г.Н.Петров, Х.М.Ахмедов. Комплексное использование водно-энергетических ресурсов трансграничных рек Центральной Азии. Современное состояние, проблемы и пути решения. – Душанбе: Дониш, 2011. – 234 с. В книге рассматриваются...»

«Издания, отобранные экспертами для ЦНБ и всех институтов УрО РАН (кроме Коми НЦ) (июнь 2012) Дата Институт Оценка Издательство Издание Эксперт ISBN Бюффон, Ж. Л. Л. Всеобщая и частная естественная история. История и теория Земли / Ж. Бюффон; пер. с фр. С. Я. Приобрести ISBN Разумовского, И. И. Лепехина. - Изд. 4-е. - Иванова для ЦНБ 978-5Ботанический сад URSS Либроком Москва : URSS : Либроком, cop. 2011( Наталья УрО РАН 397Москва). - 378, [6] с. : ил., карты ; 22 см. - Сергеевна (ЦБ Коми)...»

«С. Г. СЕЛИВАНОВ, М. Б. ГУЗАИРОВ СИСТЕМОТЕХНИКА ИННОВАЦИОННОЙ ПОДГОТОВКИ ПРОИЗВОДСТВА В МАШИНОСТРОЕНИИ Москва Машиностроение 2012 УДК 621:658.5 ББК 34.4:65.23 С29 Рецензенты: ген. директор ОАО НИИТ, д-р техн. наук, проф. В. Л. Юрьев; техн. директор ОАО УМПО, д-р техн. наук, проф.С. П. Павлинич Селиванов С. Г., Гузаиров М. Б. С29 Системотехника инновационной подготовки производства в машиностроении. – М.: Машиностроение, 2012. – 568 с. ISBN 978-5-217-03525-0 Представлены результаты...»

«Д. В. Зеркалов ПРОДОВОЛЬСТВЕННАЯ БЕЗОПАСНОСТЬ Монография Электронное издание комбинированного использования на CD-ROM Киев „Основа” 2012 УДК 338 ББК 65.5 З-57 Зеркалов Д.В. Продовольственная безопасность [Электронний ресурс] : Монография / Д. В. Зеркалов. – Электрон. данные. – К. : Основа, 2009. – 1 электрон. опт. диск (CD-ROM); 12 см. – Систем. требования: Pentium; 512 Mb RAM; Windows 98/2000/XP; Acrobat Reader 7.0. – Название с тит. экрана. ISBN 978-966-699-537-0 © Зеркалов Д. В. УДК ББК 65....»

«ФЕДЕРАЛЬНОЕ АГЕНТСТВО ПО ОБРАЗОВАНИЮ РОССИЙСКОЙ ФЕДЕРАЦИИ М.И. Дробжев ВЕРНАДСКИЙ И СОВРЕМЕННАЯ ЭПОХА Тамбов Издательство ТГТУ 2010 2 УДК 113 ББК 87.3 Д75 Р е ц е н з е н т ы: Профессор кафедры физической и экономической географии ТГУ им. Г.Р. Державина, кандидат географических наук, профессор Н.И. Дудник Профессор кафедры философии и методологии науки ТГУ им. Г.Р. Державина, кандидат философских наук, профессор В.А. Каримов Дробжев, М.И. Д75 Вернадский и современная эпоха : монография / М.И....»

«Институт монголоведения, буддологии и тибетологии СО РАН Институт истории, археологии и этнографии ДВО РАН МОНГОЛЬСКАЯ ИМПЕРИЯ И КОЧЕВОЙ МИР Книга 3 Ответственные редакторы Б. В. Базаров, Н. Н. Крадин, Т. Д. Скрынникова Улан-Удэ Издательство БНЦ СО РАН 2008 УДК 93/99(4/5) ББК63.4 М77 Рецензенты: д-р и.н. М. Н. Балдано д-р и.н. С. В. Березницкий д-р и.н. Д. И. Бураев Монгольская империя и кочевой мир (Мат-лы междунар. М науч. конф-ии). Кн. 3. - Улан-Удэ: Изд-во БНЦ СО РАН, 2008. -498 с. ISBN...»

«В.С. ГРИГОРЬЕВА ДИСКУРС КАК ЭЛЕМЕНТ КОММУНИКАТИВНОГО ПРОЦЕССА: ПРАГМАЛИНГВИСТИЧЕСКИЙ И КОГНИТИВНЫЙ АСПЕКТЫ • ИЗДАТЕЛЬСТВО ТГТУ • УДК 81.42 ББК Ш100 Г834 Р е ц е н з е н т ы: Доктор филологических наук, профессор, заведующий кафедрой русского языка ТГУ им. Г.Р. Державина А.Л. Шарандин Доктор филологических наук, профессор, заведующий кафедрой русского языка ТГТУ И.М. Попова Григорьева, В.С. Г834 Дискурс как элемент коммуникативного процесса: прагмалингвистический и когнитивный аспекты :...»






 
© 2013 www.diss.seluk.ru - «Бесплатная электронная библиотека - Авторефераты, Диссертации, Монографии, Методички, учебные программы»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.